0 引　言

液化天然气运输船（LNG船）的核心是其可装载液态LNG的围护系统，按照类型主要可分为薄膜型和独立型。薄膜型围护系统国内外都已有较多的实船项目应用，对其设计建造的研究也较为深入^{[1 − 3]}。但对于独立型围护系统，尤其是B型独立液舱（以下简称B型舱），现阶段实船项目应用相对较少，该类型围护系统的结构强度方面研究相对有限。与薄膜型围护系统不同，B型舱是由与船体结构相连的支撑座结构支撑^[4]。若在实船营运中B型舱外壳或者支撑座与舱体连接处由于存在应力集中或者焊接质量问题发生破坏，将会导致低温LNG液体泄漏，从而引发严重后果，因此，对于装载LNG的B型舱结构设计强度评估及建造质量检验需重点研究。

姚雯等^[5]针对液化气船的B型独立液舱强度开展了相关研究，包括完成了支撑系统的模拟与结构强度分析等；耿元伟等^[6]根据DNV规范要求，采用有限元方法对 LNG运输船B 型独立舱结构进行屈服和屈曲强度的校核，其中支撑座的层压木采用的是弹簧单元进行模拟。郑文青等^[7]基于非线性有限元模型分析方法，分别对支撑结构的加强肘板、挡板及层压木等局部组件的应力及受力情况进行分析，研究外部条件及设计因素对支撑强度的影响，为实际工程中支撑结构的设计和分析提供参考。刘晓媛等^[8]基于有限元方法针对集装箱船B型LNG燃料舱及其支撑结构进行强度分析，研究表明，采用gap单元模拟支座层压木能较好地反映支撑座结构受力特点。高明星等^[9]以某大型集装箱船B型燃料舱为研究对象，提出一套针对B型燃料舱支座结构强度分析的标准流程，能综合考虑层压木压力和摩擦力对支座结构强度的影响。但上述研究大部分集中在针对营运工况下的B型舱及支撑结构强度的评估研究，并取得了相关成果，但对于实船B型舱水压试验等涉及现场工艺及检验的相关研究成果极为匮乏。

考虑到B型舱水压试验工况下存在一定技术风险，本文以船厂自主研制的B型舱为研究对象，通过合理制定水压试验工艺流程及底部支撑工装布置来开展液舱水压强度试验，以此充分检验B型舱设计及建造质量。基于IGC国际规范^[10]和船级社指南要求^[11,12]，采用有限元法对该B型舱水压试验流程中的结构受力进行预报分析，并将有限元预报结果与现场监测值进行比较，验证了采用有限元法开展水压试验强度评估的准确性。通过开展参数化分析总结了液舱底部支撑座平整度对局部受力的影响规律，可为类似液舱支撑设计，及水压试验工艺实施提供理论支撑。

1 水压强度试验方案 1.1 目标液舱与结构布置

本文研究的目标B型舱结构主尺度参数如下：舱长37 m，舱高11 m，舱宽18 m，舱容约7000 m³，总重量超过550 t。B型舱主体材料为9Ni钢，其密度为7890 kg/m³，弹性模量为2.06×10⁵ MPa。其中，单个B型舱底部共布置有33个支撑座。

1.2 水压试验流程

根据该目标B型舱密性和强度试验大纲，水压试验液体介质为淡水，B型独立舱液舱总舱容约为7000 m³，其中试验舱容为液舱总舱容一半，约3500 m³。为避免在B型舱试验过程中对试验平台地基造成损坏，整个B型舱放置在试验专用的支撑胎架上，B型舱与支撑胎架之间采用刚性临时支撑工装连接。整个液舱及舱内液体重量主要通过底部支撑座传递到支撑胎架，试验时除支撑胎架外，拆除与B型舱相连接的其它支撑结构。

为定量地分析液舱内注水过程中整个液舱内结构应力变化，水压试验过程中，液舱注水高度值依次设置为距液舱底2.0 m（试验舱容的1/3）、3.8 m（试验舱容的2/3）和5.5 m（试验舱容），最终保持舱内注水高度5.5 m后，加压到0.07 MPa，持续1 h观察，确保舱压稳定及液舱沉降量有限。图1给出了液舱水压试验原理示意图。

2 有限元数值分析模拟

为了充分保证液舱水压试验的顺利实施和结构安全性，基于水压试验具体流程和典型试验工况，采用有限元法针对水压试验工况下的液舱结构受力进行预报，为整个液舱水压试验工艺实施提供技术支撑。

2.1 有限元模型

本文采用Patran/Nastran有限元软件建立B型舱结构有限元模型，其各类板材和主要支撑构件采用四节点板单元或三角形板单元模拟，纵骨和加强筋采用梁单元模拟。网格尺寸取纵骨间距，模型中所有单边长度大于400 mm的开孔以删除单元或板厚折减的方式表达，其余较小的开孔（包括通焊孔、流水孔等）忽略不计。为了较为真实地模拟实船建造中B型舱水压试验工况，有限元模型包含了B型舱底部刚性临时支撑工装与支撑胎架结构，整体有限元模型详如图2所示，底部临时支撑工装与支撑胎架结构详如图3所示。

开展B型舱水压试验时，因层压木供货周期延迟影响，在进行水压试验过程中，B型舱底部支撑座的层压木未能安装。为缓解平整度影响下的B型舱底部支撑受力不均，同时考虑B型舱9Ni钢材料与支撑钢板需进行物理隔离，以此避免刚性支撑工装与舱底支撑座直接接触，为此，B型舱支撑座与刚性支撑工装之间设置高度约200 mm的临时垫木进行隔离支撑，其连接的临时垫木材料属性详见表1。

结合参考文献[13 - 14]，有限元模拟中刚性支撑工装与B型舱支撑座中间的临时垫木采用弹簧单元等效模拟，上述单元中不能出现拉应力。以垂向支撑结构为例，有限元分析中临时垫木具体模拟方式详见图4。

2.2 水压试验典型工况及载荷

基于液舱水压试验大纲流程及船级社指南，其液舱水压强度试验计算工况详见表2。作为示例，图5给出了在LC4试验工况下舱体内部压力载荷示意，该工况下，液体载荷和蒸汽载荷都达到最大。

2.3 有限元预报结果分析

考虑到LC4试验工况下的液舱压力载荷最大，作为示例，图6和图7分别给出了该典型工况下的B型舱及其支撑结构的应力分布。根据规范^[10]相关要求，在水压试验条件下，B型舱主要构件的最大膜应力或最大弯曲应力应不超过材料屈服强度的90%。结合有限元预报结果，该B型舱及其支撑座最大膜应力为152 MPa，满足上述规范衡准要求（该9Ni材料屈服强度为400 MPa）。但同时计算结果显示，B型舱底部支撑座、舷侧底斜旁过渡处等位置存在一定的集中现象，主要原因是在前期水压试验设计中，为优化试验工艺流程并利于底部支撑座的平整度控制，仅在局部舱底支撑座位置处设计连接支撑，可能导致B型舱底部四角处垂向支撑座受力较大，在后续水压试验流程中需要重点关注。

3 水压试验现场应变监测与有限元预报结果对比

考虑到水压试验工况下有限元预报和现场实际受力可能存在一定偏差，为验证采用有限元方法进行水压试验强度分析预报的准确性，该B型舱现场水压试验过程中额外设置应变监测系统，用于检测重点区域的应力水平，并开展水压试验现场监测结果和有限元分析结果的对比研究。本次水压试验过程中，采取贴应变片方式监测壳体应力。

3.1 现场监测系统与原理

在水压试验过程中，舱体因受到水压载荷作用会产生微小形变。在B型舱舱体外表面每个监测位置都布置一个三向应变片，以记录舱体表面水平、垂直及45°方向的应变值。

在加水的过程中，试验水面高度达到2.0 m（试验舱容的1/3）、3.8 m（试验舱容的2/3）和5.5 m（试验舱容）时，基于应变监测仪记录测量在不同液位高度下舱体对应监测点处的应变量，再进一步通过式(1)可求得相应测试点的应力值：

$ \sigma {\text{ = }}E\varepsilon 。$

(1)

式中：$ \sigma $为监测点的应力值，GPa；E为9Ni钢材料的弹性模量，取206 GPa；$ \varepsilon $ 为监测点的应变值。图8为现场水压试验中应变监测系统。

3.2 应变监测点选取

依据有限元预报结果，重点针对B型舱及其支撑座结构应力较高区域布置应变片监测，该目标液舱监测点共计11处，具体布置位置详见图9和图10。其中，监测点#1、#2分别为B型舱外壳左舷底部、顶部斜旁过渡点，监测点#3为B型舱靠艉横舱壁的中纵桁与水平桁连接点，监测点#4、#5分别为B型舱左舷靠艏垂向支撑座横向、纵向肘板，监测点#6、#7分别为左舷靠中垂向支撑座横向、纵向肘板，监测点#8、#9分别为左舷靠艉垂向支撑座横向、纵向肘板，监测点#10、#11分别为艉部靠中垂向支撑座横向、纵向肘板。

3.3 水压试验监测与有限元分析结果比较 3.3.1 B型舱外侧测试点最大主应力测试结果

本文B型舱及其支撑结构现场水压试验下#1～#11位置处的结构应力监测结果如表3所示。

通过表3中LC1、LC2和LC3试验工况下液舱外侧典型测试点最大主应力结果可知，随着舱内试验水位的增加，其液舱监测点处最大主应力随之增加。对于靠近液舱顶部的区域（#1、#2和#3测试点），相较于LC3工况（无蒸汽压力），LC4工况下（液舱蒸汽设计压力0.07 MPa）上述区域的最大主应力水平都有不同程度增加，其中，#2测试点位置应力水平增大接近两倍，原因是对于液舱顶部结构应力水平，其液舱内蒸汽压力载荷其主导作用。

3.3.2 现场测试与有限元模拟结果比较

为了验证水压试验工况下有限元分析预报结果的准确性，本文进一步将有限元分析结果与现场监测值进行比较。考虑到LC4水压试验工况下（试验水位为5.5 m，蒸汽压力为0.07 MPa）B型舱舱体及其支撑座受力最大，作为示例，本文给出了该试验工况的有限元预报结果及现场试验测试结果的具体比较，详见表4。

可知，水压试验工况下大部分监测点位置处的现场监测值和有限元模拟结果吻合度较高，总体上相较于现场监测值，有限元预报结果偏大，但偏差在10％以内，充分验证了采用有限元模拟进行水压试验分析的准确性。

但从结果也可看出，在#8和#9监测点，即垂向支撑座肘板处水压试验值和有限元模拟结果存在较大差异，偏差超过10％，主要由于水压试验前舱体底部支撑座水平度存在一定差异导致。根据水压试验前现场底部支撑座平整度测量情况反馈，因前期工艺精度偏差，该底部支撑座工装位置处临时枕木顶端高出理论值约8 mm，结合以往船舶建造经验，液舱底部单个支撑座平整度或者坞墩高度超出理论值1 mm，其该位置处底部支撑受力增大5％～10％，因此，受上述支撑座平整度影响，可能造成监测点#8、#9处的支撑实际受力大幅度增加。

4 局部平整度对水压试验下支撑座受力的影响

为了定量地研究建造过程中局部平整度对水压试验工况下支撑座结构受力分布的影响，本文以偏差较大的监测点#8和#9，即No.1垂向支撑座为研究对象，探讨水压试验过程中底部局部平整度参数对B型舱支撑座结构受力的影响规律。

4.1 目标位置说明

考虑到No.1垂向支撑座顶点a与工装支撑底端b的垂直高度H直接决定着B型舱的底部支撑座受力分布，为了便于比较，本文以理论高度H_理论为基准，将No.1垂向支撑座处的实际垂直高度H_实际依次按照步长1 mm增加至16 mm（该值为现场工艺允许的平整度精度要求，即理论最低点和理论最高点的差值），具体详见图11。

4.2 有限元分析及平整度影响研究

同样采用有限元预报方法针对上述支撑座位置开展结构受力预报分析，图12给出了液舱底部No.1垂向支撑座受力载荷随支撑座平整度水平的变化曲线。作为示例，图13给出了B型舱底部No.1垂向支撑座处的承压木顶端面高度超出底部层压木理论值8 mm情况下的底部支撑座受力模拟结果。

由图12中No.1支撑座载荷受力随实际高度变化曲线可以明显看出，支撑座平整度对其受力分布影响极大，随着支撑座平整度偏差的增加，局部支撑座受力呈线性增加。支撑座在垂直高度方向上偏差位移值每增大1 mm，其载荷受力增加25 t左右，当垂直高度增加至8 mm时，此处的载荷受力增值已经超过200 t。同时由图13实际平整度状态下底部支撑座受力分布明显看出，No.1的临近区域处支撑座受力适当降低，上述针对支撑座受力载荷的有限元预报值与现场监测的反馈结果吻合度极高，验证了采用有限元方法开展液舱局部平整度对其底部支撑座受力影响评估的可行性。同时，根据上述受力载荷监测也不难发现，在后期开展液舱水压试验等类似的工艺流程中需特别注意液舱支撑结构平整度水平对于液舱底部受力载荷分布的影响。

5 结　语

以国内首个应用于LNG船的B型舱为研究对象，开展水压试验工况下B型舱强度评估和现场监测比较分析，验证了采用有限元分析开展水压试验评估的可行性，结论如下：

1）液舱水压试验工况下的有限元预报结果总体上与现场实测值吻合度较高，建议在LNG船液舱设计或者水压试验初期，采用有限元法开展液舱结构受力的模拟预测，可为实船设计及水压试验等工艺实施提供理论支撑。

2）实际B型舱水压试验过程中，液舱底部支撑结构的平整度水平对其B型舱整体受力分布产生较大影响，根据本文的预报结果，当液舱底部单个支撑座平整度增加1 mm（沿高度方向），则该支撑位置载荷值较初始值增大约15％。

3）本文提出的液舱水压试验流程及有限元强度分析方法，适用于检验B型舱设计及建造质量，可为后续类似的液舱现场试验或工艺实施提供参考。